具有减少环境影响的高效燃烧器以及在其中产生能量的工艺的利记博彩app

专利名称：具有减少环境影响的高效燃烧器以及在其中产生能量的工艺的利记博彩app
背景技术：
研究及应用工艺，其涉及化石类燃料与氧气氧化剂(从空气到低温级别)进行燃烧，即火焰燃烧，该研究及应用工艺对环境所产生的定量影响以及能量产生经济对发展的影响都非常相关。
为了降低环境影响这个特定目标，通过操作火焰温度范围可以逐步有效的收缩火焰，虽然温度是关于生产率中一个最重要的参数。温度阈值的设定以限制有毒有机化合物(二氧芑、呋喃、聚芳烃(PAH))，同时最大温度T值的设定以限定温室气体(NOX)，已经作了大量的努力以精确获得对燃烧条件的进一步控制(CO、NOX)。
因此，不懈发展火焰工艺的首要努力直接在于发展流体动力学条件，其能促进燃料与氧化剂之间精细并且快速的混合。更为重要的是，现在应该参考用来喷射火焰，其中用最多样变化的几何形状以及步骤来改变喷射的能量以促进混合、促进与可燃气体的内部混合，并能形成所需尺寸大小的位置稳定的火焰。
火焰的物理位置通常与反应区一致，固体颗粒存在其中或在其中产生固体颗粒，该类颗粒是在温度为1000-2500K的范围内唯一能产生可见光范围辐射的颗粒。即使是气体燃料如甲烷的火焰，其在可见光范围的辐射也是由于形成了固体含碳纳米颗粒(已经被广泛的证明了，烟灰)。
进一步，对于所关心的辐射对环境的影响，火焰伴随着NOX的形成，其随着温度以指数形式上升，还伴随着由于不完全燃烧而产生的CO。
火焰是本质上非常复杂的现象，已经对其进行了大量宏观层面上的描述并且仅仅在所进行反应完成的终点上对其进行了精确描述。从微观层面上来说，该现象对化学行为具有决定性的影响，其本质上是混乱无序的。所作出的任何描述均只是基于了统计方法。
在接近已经完成反应的超高温基本区域中存在着并未开始反应的冷区。
反应热是很大的，但是其有着很高的阈值(自燃温度高于1100K)，并且具有较陡的浓度和温度的梯度。对非线性参数的系统进行分析的命名法而言，上述的三个参数属于“灾难型”，该命名法中的参数相互联合，不可避免地产生了“混乱无序”系统，如所述的，其只能用统计方法来进行描述。
在现有技术的后-燃烧器中已经描述了火焰的精确测不准性(物理学测不准，仅作统计学描述)，例如燃料或燃料和氧化剂所进行的二次喷射到进入来自初级燃烧工艺出口气体中所产生的火焰。事实上，只是取得了NOX、CO和TOC(有机物总含量)的部分降低。在这种情况下，或许火焰是具有时间特性的混乱无序现象，该时间特性是秒分数级别的。文献US 5154599中描述了如上所示的相关新发展，其利用了显著降低这些梯度(用可燃气体对氧化剂和燃料进行了大量稀释、将氧化剂原料预热至高于燃料的自燃阈值温度)，这似乎开辟了一个新的操作区域，在其中可以发生燃烧而不产生可见光火焰(无火焰，大量燃烧)，即没有可见光范围的辐射。
在最引人注目的辐射影响中，还值得一提的是，NOX和CO的显著减少以及不产生煤灰。
然而，本发明，和随后对本发明进行的基础研究表明了所产生的无火焰条件，该无火焰条件的产生是气体燃料的燃烧、在比例大约为3的稀释(或在已稀释氧化剂中最大氧气含量大约为3.5％)所定义的存在范围内和预热到自燃温度的条件下。
由于操作、燃烧器的内或外部、反应物所必需的稀释和加热增加了资金和可变成本，这就极大地限制了上述本发明的工业应用。这在其他的现有技术中列举过(并且特别是专利US5961312、US5441403、US4945841、US5813846、US4945841、US5772421、US5863192、US5899680、US5931653)。这些涉及了混合初级或二级燃料的布置，但是其在每种情况中特定一般是与空气混合，并且在一些情况中，将燃烧气体吸附到火焰的扩散区域以确保少生成NOX。
并没有目的在于形成均匀温度区域的专利、也就没有在于利用任何浓度氧气的专利，最重要的是，没有专利对已燃气体的辐射能力进行利用以获得液体和固体燃料的表面燃烧，甚至在加压燃烧器中也没有利用上述作用。
一些专利提供了具有或多或少的所定义几何形状的正视布置，但其目的仅在于混合各组分而并非是将冷的气体暴露于辐射中。
对燃烧器进行分析可以发现火焰精确测不准的进一步证据，该燃烧器具有能熔化不可燃灰分的高温/超高温(几十年前就已知的炉渣式燃烧器)。实际上，该教导使得可以熔化一定比例的不可燃物质。然而，依然存在着未熔化的不可燃颗粒(飞灰)并且即使在更高温度的火焰下也不可能清除。事实上，现有技术所面临的最大值是90％，即10％的残余灰分(c.f.例如文献US4685404、US4961389、US4920898和US4909030)。
正在申请的文献PCT/IB2004/001220描述了燃烧工艺，并教导了用氧气的燃烧反应器，由于燃烧烟道气中以及循环所述烟道气从而在氧化剂原料中存在不透射气体(CO2和H2O，主要是H2O，强IR吸收物/辐射物)从而使得上述反应器产生了等温，这就能确保所引入燃料物质的完全燃烧，从而特别是确保了烟道气中总有机物量较低，以及有毒有机物质含量较低，并且飞灰完全转化为熔融态灰分。
因此，需要提供一个燃烧器，其除了提供-烟道气中有毒有机物的显著降低(转化而非形成)，-不可燃灰分定量转化为熔融态灰分，并在燃烧器中自我分离应该能产生具有下列低含量的烟气-NOX-CO并且其恰好处于反应器的出口，并且在受到烟气后处理操作的影响之前，并可以适用任何类型的燃料，特别是问题燃料。
令人惊奇的发现，可以通过下述来获得如上所述目前申请的权利要求中的等温反应器-一个耐火炉衬反应器，-应用工业级氧气或富集氧气含量超过50％的空气，优选使用真空摆动吸附工艺(VSA)所产生的90％氧气，-引入(循环)将对红外辐射区(IR)不透射的气体，即CO2和H2O，主要是H2O，与氧化剂进行预混合，-在压力条件下进行操作以增加不透射气体的密度，并且同时在升高的温度下操作以将来自不透射气体的提高的IR辐射通量激发入燃料中，如果燃料如以下所述而被进给反应器中-进给与水和/或水蒸汽进行大致平均混合的挥发性液体燃料，-进给与水和/或水蒸汽进行大致平均混合的非挥发性液体燃料(高分子量的有机物，如熔融态有机固体)，-固体燃料被磨碎为几个毫米尺度，并且在水中悬浮(水浆液)，以浆液的形式进给，获得了具有低含量NOX和CO的烟道气。换句话说，即使对不可挥发的液体燃料和固体燃料来说，其也能进行无火焰燃烧(温和，大量燃烧)。燃烧器的上述特征使得热力学能量产生循环的设计和应用成为可能，其简单、高效并且对环境影响较小，和，最重要的是其能处理问题燃料(低品级燃料)。
一个可能并且有理的解释将其归因于独特的结合，虽然这并不限制本发明的范围-来自反应器耐火衬壁的超强辐射-来自压力条件下的高温燃烧气体的超强辐射，该燃烧气体主要含有强IR发射物如H2O和CO2(不透射气体)。
-原料中的H2O和CO2，二者(并且主要是H2O)均是强IR吸收物-在压力条件下进行操作，这会增加不透射气体的密度-将用H2O和CO2预稀释的氧化剂进给到反应器中-在压力条件下进行操作，这会增加不透射气体的密度这种联合能将反应器中所进给的燃料和氧化剂从环境温度迅速上升至高于1300K，并在消除温度和浓度很陡梯度的条件下产生燃烧反应，并且在反应面所有的点上补偿了反应速度。因此，可以假设，这并不限制本发明，一旦消除了这些很陡的梯度，这三个参数不再是“灾难性的”，并且不再产生仅能用统计来描述的工业上熟知的“混乱无序”火焰系统。
因此，根据所提供进入新操作区域数值的精确和平均条件，反应系统变得易于控制。该在新操作区域中，可能获得来自从低品级燃料产生能量的效率与辐射降低之间的有利妥协。
此外，仍然不限制本发明的范围，在固体和液体燃料，即使是具有一些有机氮含量的固体和液体燃料情况下，认为燃料粒子表面上所发生的非常强的IR辐射会产生重要的表面反应，该反应中氧化剂的扩散占据优势并且该反应受到氧化剂扩散的控制，例如，在C转化为CO中，这就在升高温度下为反应提供了空间，该反应通过与CO反应而完全脱除了有机源的NOX，并将其延迟到主体气体反应，在如上所述的可控条件下(非“混乱无序”)进行了主要比例反应热的发展。
最后，这仍然不限制本发明的范围，将蒸汽或水添加到进入燃烧器的燃料的喷入“包壳”中所产生的影响，该影响单独并不具有决定性，但是其会带来污染副产物的可喜降低，进一步建立了有关刚刚描述过的机理的潜在正确性。当燃料含有不可燃灰分时，灰分同时被熔融和絮流从而确保了液相灰分颗粒的完全聚结，这正如现有技术中所描述的一样(正在申请中的PCT/IB2004/001220)。
本发明的燃烧器，其在无火焰条件下进行操作并且不需要对原料进行预热，而且对保持火焰稳定性并无限制，该燃烧器质化了低品级燃料的应用以产生烟气，该烟气具有升高的温度并且基本不含氢化有机物和微粒并且所产生的气体污染物含量非常小。该燃烧器的有效性使得设计产生电能的高效热力学循环成为可能，不可能以类似简单的方式来获得该电能。
本发明的一个优选实施方式是，一个目的在于产生能量的燃烧工艺，该工艺是在高温耐火炉衬反应器中气体燃料(H2、CH4、轻烃类、S、合成气以及具有低热值的其他气体燃料)的燃烧工艺。
反应器操作燃料和氧化剂，其与利用已知方法而被引进到两股气流中的蒸汽、和/或燃烧烟道气进行预混。分别流进两股气流，优选燃料进给到反应器的轴水平，并且氧化剂位于围绕燃料周边的多个点。由于耐火材料和反应环境的不透射气体(循环烟气和所引入的蒸汽)，高能量IR辐射瞬间预热了所进入的反应物，所述反应物本质上是可透过IR的(N2、O2)，但是由于蒸汽的稀释，其产生了不透射，因此成为IR吸收物。在燃料和氧化剂被完全耗尽前，发展了一个特别均一且可控的反应面(无火焰、温和燃烧)。反应的进行并不明显降低对原料反应物预热的限制。然而，优选，原料中的不透射气体浓度不会低于30％。
似乎并不需要对反应器以及反应物原料提供任何特别的复杂流体动力。对于反应器来说，简单的圆柱形状至少对于几十个兆瓦的热量规模来说都是有效的。对于稍大一点的规模，必须牢记的是，来自耐火材料的IR辐射的作用会根据表面积而成比例增加。因此有必要增加燃烧烟道气对原料瞬间加热的作用。在这种情况下，由于热烟道气的辐射作用，附图
所推荐的几何形状完全满足该要求，该几何形状具有同侧的轴入口和外周出口。
根据工艺标准所进行的燃烧反应，可以获得可忽略量的烟灰、TOC、CO、NOX。即使在接近化学计量比的1.05比值的氧化剂下进行操作，也会如此，该比例远远低于现有技术中的比值2。
产生能量的全部工艺包括(图2)，例如，在图中的空气(1)，在轴向压缩机(C1)中将其压缩至压力为1600-2500kPa的绝对压力。根据现有技术可以是绝热压缩；优选是等温压缩，将去离子水直接喷入进压缩机的每个步骤中，或通过将水喷入到气体中间螺丝攻中直到饱和，随后将其重新引入到压缩机中。
压缩气体通过(4)进入到热量回收单元(E)。回收单元利用了烟道气(8)，该烟道气来自涡轮机(T)并且温度接近800-900K。
更优选(图2)，根据先有技术，通过在氧化剂预热过程中将预热水以多点方式引入，从而可以将热量回收单元(E)用作饱和器。通过喷入水而以等温方式在压缩机(C2)中压缩气体燃料(2)。
已压缩氧化剂和燃料被预热至600K，优选700K，二者的不同可以归因于或多或少的所蒸发和所添加的水量(相对于燃料和氧化剂的总和其在40％至60％之间，并且直到涡轮机所释放气体含有的全部热量回收之前)，该已压缩氧化剂和燃料通过(5和6)被送入到反应器(R)中。
在反应器中进行了完全燃烧并且出口气体的温度达到1400K，优选达到1600K的较高温度，该温度是现有技术中具有冷却陶瓷叶片涡轮机的上限操作温度。
当使用低品级燃料时，例如固体燃料的热气化气体，其具有提高的不可燃烧有机化合物含量(百分之几级的TOC)和微粒，进行燃烧的温度高达2000K，其目的在于确保所引入有机物的完全分解和液化灰分的熔融及聚结。接着将水添加到来自反应器的出口气体中直到达到现有技术涡轮机的上限操作温度(1600K)。
来自燃烧器的气体通过(7)被送入到涡轮机(T)中并等熵膨胀至大气压力且温度约700-800K，其是蒸汽含量函数的变量。
在这种情况中，耗水量是个问题，来自低级热回收(E)的出口烟道气通过(9)被送入到冷凝蒸汽回收部分(B)中。该冷凝部分可以包括翅片管热交换器或在塔中的具有冷却水循环的冷凝柱，或二者的联合。
该工艺仅比现有技术的涡轮气体系统明显更复杂并且投资更高，其特征在于基本单元、轴向压缩机/燃烧器的环向室/膨胀涡轮的紧凑设计。在现有技术中，基本系统取得的现有技术(电/热)循环产量为约35-40％并且仅是在最大能量情况下。用“联合”循环，如通过添加蒸汽沸腾器来回收来自涡轮机和蒸汽膨胀涡轮机出口的热量，从而取得较高的效率。
实际上，通过比照，本发明的工艺-回收单元/饱和器(E)是非常紧凑的设计并且由普通材料制备而成。
-反应器(R)与容纳火焰的环行室相比，其仅具有较明显的体积，并且缺少复合并更为简单。
进一步，本发明的系统对于可接受的燃料具有特殊的灵活性，包括低品级燃料气体和低品级固体燃料气化而得到的燃料气体，例如生物质和矿物质。当所需电负载发生变化时，这就进一步证实了本发明系统在处理和效率方面的灵活性。
值得记忆的是，在现有技术涡轮气系统中，30％的来自涡轮的功用于轴向压缩机中氧化剂的压缩。轴向压缩机本身就不灵活，并且开始的失速流量与额定流率相差得很少(公差低于10％)，在操作中是固定负载因子的。在电负载低于最大负载时，净效率以超过比例的方式快速降低。进一步，控制能量传递的唯一方式是节流燃烧，其降低了已燃烧气体的温度，并因此导致了特定热力学效率的进一步降低。公认的现有技术涡轮气系统的快速启动时间是因为操作中明显缺乏灵活性而得到的部分补偿。
相比较，本发明燃烧器-提供了在宽负载范围内(从20％至120％)的稳定燃烧，且其具有非常低的负载损失(相反，喷射火焰为主要的消耗，并在非常窄的操作范围内有效率)-在恒定烟气温度下，通过调整蒸汽的加入量来调节已传递能量，从而调整了在涡轮中的流速和分子量-具有适当耐火炉衬的燃烧器用先导火舌以准备状态的方式来保持热度，在额定负载下的燃料损耗率低于1％，并易于在非常短的时间内启动到最大能量。
在本发明上述配置中的最小循环(电/热)热力学效率是50％，利用饱和器的热回收情况中，其可上升到约60％，并且反应为1600K。由于用于压缩氧化剂所需的能量已经被减半，根据泵入能量所添加的水只是对循环有影响，并回收来自废烟气降低到350K的低品级热量。
该能量效率伴随着燃烧器出口非常不明显的排放，即ppm级的TOC，CO一直低于10ppm，几十ppm级的NOX并且仅在稍高温度下。
在稍高温度下(这是一些问题燃料所必需的)，效率降低，但是用更便宜的燃料具有一些和重要的优点。
在一个优选的变化例中，90％氧气用作氧化剂，通过用现有技术中的，利用包括沸石上选择性吸附的富集工艺从空气中来制备该氧气。富集部分提供了常压下90％氧气，并且特定总耗电量为约0.1kWh/kg的O2。
利用氧气来富集燃烧空气(在相应250kPa压力的位置喷入进轴向压缩机)或来完全取代空气。
效率有所降低，但并不很明显。富集空气和氧气用来燃烧低热值/单位体积的燃料。进一步，体积及烟道气中冷凝成分的显著降低使得更易于-在最终冷凝部分(B)中产生尺寸上的显著降低，并提供了来自循环的净输出水-通过用碳酸钠原料的附加吸收柱以碳酸氢钠的形式回收CO2。
本工艺的另一个优选实施方式，一个目的在于产生能量的燃烧工艺，该工艺是在高温耐火炉衬反应器中液体燃料的燃烧工艺(烃类、重油馏分、沥青、废溶剂、orimulsion、具有可变含量的固体离解产物、水和硫的液体燃料)。
反应器的运行中，将燃料与水进行预混合，并且将氧化剂与利用许多已知方法所引进到气流中的蒸汽进行预混合。分别流进两股气流，优选燃料进给到反应器的轴水平，并且氧化剂位于围绕燃料周边的多个点。
操作原理类似上述的用于气相燃料的燃烧器。在燃料和氧化剂被完全耗尽前，发展了一个特别均一且可控的反应面(无火焰、温和燃烧)。
反应的进行并不明显降低对原料反应物预热的限制。然而，优选，原料中的不透射气体浓度不会低于30％。
似乎并不需要对反应器提供任何特别的复杂流体动力。也没有必要为原料液体提供雾化喷嘴，在横截面没有显著限制的普通分布器就足够了。若是沥青质燃料，则需要提供足够的熔融和加热直到获得几百泊的粘度，并与蒸汽进行在线混合。非液体馏分，如果其分散在水中，则一概可以接受并且对产率和排放量都没有影响。
本发明燃烧器的操作温度高于1900K，在燃烧器的底部收集灰分熔融物和熔融态的易于聚结物，这是根据相同申请PCT/IB2004/001220的新近教导。
按比例放大反应器的问题类似于已经检查过的气体反应器中的问题，并且可以用附图所示的设计来解决该问题。
虽然进行了燃料/氧化剂比率接近1的操作，但是该反应器的特征在于TOC、CO、NOX和含碳颗粒排出物基本上不引人注意并且远远低于先有技术。
已经引入用气体燃料产生能量的总工艺，除了还有，考虑到燃料(液体)不同特性而通过良好工程实践所必须进行的不可避免的调整。然而，对于现有的产生能量的工厂进行更新(部分改进)来说，总工艺可以是下图(图3)中所示的结构。
例如，空气氧化剂(1)在压缩机(C)中被压缩至压力为350kPa。已压缩的氧化剂通过(4)被送入到热量回收单元(E)，其与蒸汽进行了空气副作用式的渐近饱和，该氧化剂利用了来自蒸汽回收和产品沸腾器(S2)的低品级热量输出(10)并预热至400-500K。然而，预热的程度以及所加入的蒸汽量要确保低品级热量的完全利用使得温度为350K。
液体燃料(2)任选预热至能确保所需的流动性，该燃料与水(3)进行混合，并用低品级热量进行了预热。
氧化剂和燃料(5和6)被送入进燃烧器(R)中在烟气温度为1600K的条件下进行充分燃烧，如果燃料中含有灰分，则优选为1900K以使得灰分在燃烧器中以熔融态而聚结。
已没有颗粒的热气通过(7)被送入到超临界蒸汽产生沸腾器(S1)的辐射区。出口气体的温度为1100K并且压力为350kPa的绝对压力，将该出口气体通过(8)送入到涡轮机(T)中以膨胀至大气压。接着将其通过(9)送入到下流热量回收部分(S2)中以产生蒸汽，大部分已经是现有工艺，温度达到600-700K。
根据已知的方法，将沸腾器所产生的蒸汽被送入到膨胀涡轮机中以产生能量。
与先有技术相比，本发明的工艺允许-TOC、颗粒、CO、NOX的排放量降低到非常低，实际上可忽略的程度。
-显著地降低了沸腾器的腐蚀和侵蚀，这是因为不存在颗粒和未燃烧的有机化合物，因此当利用相同的物质时，允许更高的温度-沸腾器辐射部分的设计具有较小的尺寸-电/热能量产生循环的效率高于50％。
在循环的一个可能变化例中，包括用于制备90％氧气的附加部分，通过利用涉及沸石上选择性吸附的先有工艺来制备90％的氧气。该部分提供的氧气为常压，并且可以部分或全部的取代压缩空气。
总效率有所降低，但是并不明显。特别是当所用燃料具有较高硫含量时，优选是氧气，原因在于其能使得在烟气被排放到大气前进行的烟气的脱硫化学后处理具有较高的脱硫效率并且其能被紧凑。使用氧化剂也使得用正循环完成水循环变得可行，其利用了具有较小尺寸和较低成本的最终冷凝部分。
本工艺另一个优选实施方式，一个目的在于产生能量的燃烧工艺，该工艺是在高温耐火炉衬反应器中固体燃料的燃烧工艺(坑煤、高硫煤、褐煤、动物粉、颗粒状废料)。
进行运行的反应器中，具有燃料，该燃料被磨碎至尺寸低于1mm，并且其还与水混合。将氧化剂与用各种已知的方法所引入进气流中的蒸汽进行预混合。分别流进两股气流，优选燃料进给到反应器的轴水平，并且氧化剂位于围绕燃料周边的多个点。
操作原理类似上述的用于气相燃料和液相燃料的燃烧器。如常规火焰一样，在可见光范围内观察到了辐射，但是辐射的范围，特别是参考CO和NOX，要高于数量级但比已知的现有技术中煤燃烧的辐射范围要小。在燃料和氧化剂被完全耗尽前，发展了一个特别均一且可控的反应面(温和燃烧)。
反应的进行并不明显降低对原料反应物预热的限制。然而，优选，原料中的不透射气体浓度不会低于30％。
似乎并不需要对反应器提供任何特别的复杂流体动力。也不需要超细磨碎至70-80微米。
本发明燃烧器的操作温度高于1900-2000K，灰分熔融物，某些情况下加入适量的助熔剂(碳酸钠、碳酸钾、SiO2)，当熔合后，其易于聚结并可在燃烧器的底部进行收集，这是根据了相同申请PCTItea的新近教导。
按比例放大反应器的问题类似于已经检查过的气体和液体反应器中的问题，并且可以用附图所示的设计来解决该问题。
虽然进行了燃料/氧化剂比率接近1的操作，但是该反应器的特征在于TOC、CO、NOX和含碳颗粒排出物基本上不引人注意并且远远低于先有技术。
已经说明了用气体燃料产生能量的总工艺，除了还有，考虑到燃料(固体)不同特性而通过良好工程实践所必须进行的不可避免的调整。此外也说明了用液体燃料的工艺，也考虑了良好工程实践所教导的调整。
上述的变化例也可应用于固体燃料。
相比现有技术，本发明的工艺可以-也可以利用高效、高温(＞900K)超临界蒸汽沸腾器以利用低品质的煤(灰分含量、硫)；还有一些在先有技术中完全不可能的事情，原因在于附着在管上的熔融态灰分所引起的“炉渣”问题，其在高温下具有强腐蚀性-因为完全不存在氢化有机物，因此当利用相同的物质时，超临界工艺的操作允许有更高的温度电能/热能总效率高于50％。
进一步，本发明工艺的一个更优选实施方式，其可以来自于良好的工程实践，其目的是充分利用本发明燃烧器的特点，可以用上述实施方式中的低品级、气体、液体和固体燃料的燃烧来代表该实施方式，优选在本发明的燃烧器中用固体燃料，以及90％氧气作为氧化剂，该燃烧器集成在热力循环中，目的在于使产率最大化(附图3)。
燃烧器的操作压力为1600-2500kPa。固体燃料(0)以水浆液的形式被输入进反应器中。90％氧气(来自VSA)用水进行了饱和，并且在轴向压缩机(C1)中进行了压缩，该压缩机配有多个喷入位置，该喷入位置是为了来自最终烟气热量回收单元(R2)的已预热水(2)。
已压缩氧化剂被送入燃烧器，其混有蒸汽(3)，该蒸汽来自对涡轮机(T1)出口气体进行操作的回收单元R2，其并混有已燃烧气体(4)，该已燃烧气体被与膨胀涡轮机T1相连的压缩机(C2)压缩。
燃烧器的操作温度高于1700K。
不可燃烧馏分被还原为玻璃状炉渣(5)。来自燃烧器(6)的出口烟道气与来自压缩机C2所压缩的气体进行混合，因此温度降低到1150-1200K，并被送入到膨胀涡轮机T1中。膨胀气体在常压下通过(7)并流经回收单元R1，在塔DA中进行了干化脱酸处理，连续进给到回收单元R2中的回收部分前方。接近露点温度的370K冷气体部分通过(8)返回到压缩机C2的入口处，并被压缩到1600-2500kPa，其利用了与压缩机C1类似的方法，例如，在R2中喷入已预热水(9)，R2在压缩过程中保持温度，并且在出口处接近饱和温度(出口处为470-490K)。
冷气体的残余馏分(10)，其等于净产量加上蒸发水，其进给到膨胀涡轮机T2中，因此膨胀至20kPa的绝对压力，并在313K的冷凝温度下保持该压力流经冷凝器AF。用压缩机C3对不凝性成分(基本上是CO2)和露点浓度的蒸汽进行了提取。压缩机C3将该混合物再压缩至大气压，其利用了水喷入方法，但是此时所用的水并没有被预热。
循环热力效率高于60％。
相对于复合并且复杂的现有技术IGCC(整和气化联合循环)而言，所推荐的工艺更为先进并且明显具有很强的操作性。
下述的实施例并不限制本发明。
实施例1.反应器的制备考虑一个外冷却金属支架，一个衬有耐火物质的反应器并且其内体积为5.3m3。将轻燃料(或甲烷)和空气进给该反应器以将反应器的表面温度逐渐升高(100K/小时)到高于1200K。
预热阶段完成后，将循环烟道气进给入反应器，冷却到550K，在烟道气进入反应器前与氧气(氧气含量87-93％，其来自VSA单元)进行预混合，并且被加压。利用高温计来监视炉壁的表面温度。
在两端提供了石英内视孔。也可以利用300-1100nm的光电二极管传感器来监视化学发光现象来应用ODC工艺(燃烧光学诊断)。
用探测H2O吸附/辐射的激光二极管传感器和高温Zr热电偶来监测反应器出口气体的温度。
通过一套快速反应分析单元(T951.5秒)来监测来自反应器的烟道气，通过Fisher-Rosemount对其进行特别的发展，其能监测整体化合物、H2O、CO2，以及“微”化合物、CO、NO、NO2、SO2和TOC(总体有机含量、氢气CO2火焰探测器)。分析单元以10赫兹的频率来分析气体。记录了原始信号，扫描数据平滑软件。一但变为大气压力，用监测H2O、CO2、SO2、CO、N2O、NO、NO2、HCl的FTIR传感器以40秒的响应时间来平行地监测反应器闭合循环烟道气。
实施例2将轻燃料进给实施例1的已预加热反应器中，并将压力保持为稍高于大气压。在8小时的循环后，燃料原料速率逐渐从1.5升/分钟增加到4升/分钟，目的在于以60-80K/小时的温度梯度将烟道气温度从1500K上升为2100K。将氧气进给到反应器中，该氧气与燃料之间保持恒定比率，这样就可以将烟气中的过度氧气保持在4-1.8mol％之间。调整循环烟气使得烟道气温度由所增加。
观察到了排放量的下述变化(明显尽管是分散数据)烟道气温度NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 25040 51900 15015 12100 2805 1通过石英孔观察到了一个较宽的可视火焰区域，其接近原料区域。火焰区域逐渐收缩，并且在高于2000K时就消失了。
实施例3(如实施例2，但是压力为400kPa绝对压力)观察到了下述变化
烟道气温度 NO ppm CO ppm TOC ppm1500K 50 15 2190030 5 1210090 5 1开始时火焰区域较小并且在1700K时就消失了。
实施例4(如实施例1，但是压力为700kPa绝对压力)观察到了下述变化烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 155 11900305 12100905 1开始时火焰区域是非常有限的并且很快就消失了。
实施例5.(比较实施例)将空气和轻油(23Nm3/kg燃料)在大气压下进给到上述反应器中。油原料速率逐渐从1.6升/分钟增加到4升/分钟，而空气原料速率有所降低并将氧气加入到空气中以产生与实施例2、3、4相同的温度梯度。
一直均呈现了很宽的火焰区域，其从原料区(倒锥)大概到反应器中心。
没有从250ppm到超过1000ppm的范围(虽然绝对读数是值得怀疑的，因为它的刻度是分析传感器刻度的四倍)。TOC开始高于50ppm，并且从未低于20ppm。CO总是在30-70ppm范围内。
实施例6将重油、和90％的氧气以及冷却到550K的循环烟道气进给到实施例1的反应器中，该重油具有HHV41500kJ/kg，其含有17重量％的沥青烯，8％的含碳物质。操作压力保持为400kPa绝对压力。
在进料管中将重油预热到450K，通过蒸汽控制喷散器将其喷入到反应器中。燃料原料速率保持恒定在5升/分钟而控制循环烟道气原料速率以复制实施例2-4中的温度梯度。
观察到了下述排放量趋势烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 140 50 51900100 30 22100160 10 1通过石英孔观察到在接近原料口的位置上存在一个非常小的火焰区域。火焰区域逐渐收缩并且在高于2000K时，该火焰区域在体积上变得极小。ODC表明了相应于这些观察，存在着一个质的变化。
实施例7(如实施例6，但是重油原料流速为10升/分钟)冷烟道气的温度为580K。
观察到了下述排放量趋势烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 150 60 81900110 40 22100160 10 1实施例8(如实施例6，但是压力为700kPa的绝对压力)观察到了下述排放量趋势烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 8030 31900100 30 12100170 10 1接近进口处的可视火焰区域小的非常有限，并且突然变得几乎可以忽略但是其从未消失过。
实施例9(进行了实施例6相同的顺序，但是增加了氧气原料速率从而在烟道气中获得了13-17mol％的过量氧气)观察到了下述排放量趋势烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 210 40 41900150 25 12100230 5 1通过石英孔观察到在接近原料口的位置上存在一个相对较宽的可视火焰白色区域(相对于实施例6)。该火焰区域逐渐收缩，但是仍比实施例6宽。ODC表明了相应于这些观察和波长的变化，存在着一个质的变化。
实施例10进行了实施例6相同的顺序同时将氧气直接输入到反应器的某一位置中，该位置是设想与烟道气进行起始内混合的位置，但是其远离了轴向原料入口。
以6升/分钟的流速将Orimulsion(70％水乳液)流经带有一个8mm孔的蒸汽控制喷散器。
观察到了下述排放量趋势烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1500K 8040 719006020 32100110 10 1实施例11北非煤，热值为28500kJ/kg，含有17重量％的灰分和9％的水份含量，将其进行筛分从而得到平均直径为2mm的颗粒(最大颗粒尺寸为4mm)。
橄榄壳，首先粗略磨成直径接近1-2mm的颗粒，热值为18400kJ/kg，8重量％不可燃烧灰分和11％的水分，0.7有机氮，在搅拌器内将该橄榄壳悬浮在水中(比例1kg橄榄壳/0.8kg水分)以获得膏状物但是其仍然是柔软的液体混合物。
接着将已筛分过的煤(相对于橄榄壳来说是1∶1的重量比)和0.3kg的水一起加入其中。最后的组合物包括1份橄榄壳、1份已筛分过的煤、1.2份的水。测量了液体混合物的密度(1.12kg/升)。
将液体混合物泵入到实施例1的反应器中，用蒸汽推进喷散器通过12mm的孔将其进行喷射。90％氧气与循环冷烟道气进行预混合，将其以一定比例输入进反应器中以在结果烟道气中保持4-8％的氧气。反应器回路的压力为400kPa的绝对压力。
通过计量泵将液体混合物的流率保持恒定为约1m3/h(更为精确的，8小时的操作总量为9.65m3的浆液)，在将保持烟气温度为2100以前，控制循环冷烟道气以重复实施例2-4和6-11中烟气温度范围的梯度，超过了1900-2100的范围。实际上，需要稍高一点的温度T值以熔化不可燃烧物(例如碱土和金属氧化物)。
尽管具有较宽的分散(+/-15ppm)，还是列举了下述的排放趋势。
烟道气温度NO ppm CO ppmTOC ppm1900K 13040 92100 10060 3不言而喻的，上述反应器烟道气浓度应该除以因子，该因子为7-8/所产生的热兆瓦(MW)，相对于常规工艺以获得量化参考数据。
可以通过石英孔看到一个非常小、微弱可视红火焰区域，其远离了原料入口。火焰区域逐渐收缩，并且在高于2000K时减弱为一个非常狭窄的体积了，而整个反应器变为明红色。通过沿着反应器的外侧可以看到轴向窄发光丝。
从反应器较低部位将熔融炉渣排出，用加压水回路将其冷却并运走。下面列举了玻璃状炉渣的特性
结晶 0(100％的X-射线无定形)C ＜0.1氧化硅 40％Al17Ca17Fe10K 7Mg3Na2Mn0.11Cr495ppmBa467Sr418Cu176Zn132Ni83Pb40Sn5在反应器出口处设定了飞灰的ISO-动力取样。固体陷于0.7微米的PTFE膜过滤器中。取样线以及过滤箱均被电加热并进行热绝缘以避免冷凝。
对8小时样本和一些更短时间的样本进行了取样。
8小时平均18mg/Nm31/2小时的低温状态31mg/Nm3(3个样本)在升高温度下的1/2小时＜5 (4个样本，所有的均接近工艺的低限)实施例12(比较实施例，参考实施例11)将实施例1中的反应器预热至出口处附近壁温为1600K，将空气和煤末(平均20微米)以800kg/小时的速度流进到该反应器中。
在原料入口正前将文丘里扩散管与空气原料管相连。煤末流经位于文丘里窄部分的窄缝，并以空气/煤为14.0Nm3/kg的比例分散到空气中。
将低温氧气加入到空气中以保持所需的温度曲线梯度，即烟道气中有4-8％的过量氧气。
在4-6小时后打断了该试验，原因在于如果冷却烟气的温度从530K增加到590K，该温度接近安装于在冷烟气侧的一些设备的操作温度极限，而相对于烟道气来说沸腾器操作有着显著的恶化。稍后，对管式沸腾器中的烟气进行检测后发现灰分引起了大量的管道污损，并且积累灰分积累在了死区。
分析值总是超过1500ppm(更精确的数据是没有意义的，这就比分析刻度高出超出六倍)。
从反应器中回收了380kg玻璃状炉渣，其仅为输入进反应器中不可燃烧馏分的80％(差别超过了抽样操作的不确定度)。
实施例13(相对于实施例11的比较实施例)实施例1中的反应器装配有双推进室，将压缩空气以11bar压力输入进快速循环(0.2赫兹)中从而将固体颗粒输入到加压反应器中。
将较小量的混合物输入到推进室中，该混合物为干基比为1∶1的已筛分煤与来自实施例11的橄榄废料之间的混合物，将其加压并进行不连续喷射。
混合物原料比率保持恒定并在8小时后还接近800kg/小时。90％氧气与循环冷烟气进行预混合，并以一定比例被输入到反应器中以保持所产生烟道气中过量氧气为4-8％。将反应器气体回路加压至400kPa绝对压力。调整循环烟气以复制实验中反应器烟气温度坡度(+80K/小时)。
根据固体燃料喷入循环，以一定频率从激光二极管读数中可以明显看出温度具有急剧并较宽的波动(+/-150K)。组合物数据也受到长循环波动的影响，该波动比实施例11所记录的统计学分散还要宽。然而，计算方法给出了下列排放趋势
烟道气温度 NO ppm CO ppmTOC ppm1900K 600 35 62100750 40 2尽管有相对较大的燃料粒子进给到反应器中。
相同的1/8因子也可应用在上述数据中以考虑烟道气的不同体积/燃料单元。玻璃状炉中的特性与实施例11中的没有显著差别。
很自然的，本发明的原理相同，但是可以根据上面所描述和说明的对实施方式和结构细节作出较大的改变，但是这些并不偏离本发明的范围。
权利要求
1.一种用于在高温耐火炉衬反应器中燃烧固体液体或气体燃料的燃烧工艺，其目的在于产生能量，其包括-将至少一种燃料以所需要的物理状态气体、可挥发液体、不可挥发液体、和固体，与蒸汽或水进行混合；-将氧化剂与水、蒸汽和/或循环烟气进行混合；并且将上述两股流体送入到等温反应器中，该等温反应器温度高于1300K低于2500K，优选在1500至2100K之间。
2.一种如权利要求1所述的燃烧工艺，其特征在于燃料是气体燃料，优选选自氢气、甲烷、轻烃类、合成气以及具有低热值的其他气体燃料，并且燃烧器的操作压力在1500kPa至2500kPa之间，该燃烧器集成在用于产生能量的热力循环之中。
3.一种如权利要求1或2所述的工艺，其特征在于氧化剂中氧气含量高于80体积％，优选是90％，剩余气体是惰性气体。
4.一种如权利要求1所述的燃烧工艺，其特征在于燃料是可挥发或不可挥发液体，任选低品级燃料，其流进燃烧器时无需雾化喷嘴，并且其中燃烧器的操作压力在350kPa至2500kPa之间，该燃烧器集成在用于产生能量的热力循环之中。
5.一种如权利要求4所述的工艺，其特征在于氧化剂中氧气含量高于80体积％，优选是90％，剩余气体是惰性气体。
6.一种如权利要求1所述的燃烧工艺，其特征在于燃料是固体，任选低品级燃料，其流进燃烧器时无需雾化喷嘴，并且其中燃烧器的操作压力在1500kPa至2500kPa之间，该燃烧器集成在用于产生能量的热力循环之中。
7.一种如权利要求6所述的燃烧工艺，其特征在于固体颗粒尺寸为60微米至5mm。
8.一种如权利要求7所述的燃烧工艺，其特征在于固体颗粒尺寸为1mm至5mm。
9.一种用于在高温耐火炉衬反应器中燃烧固体液体或气体燃料的燃烧工艺，其目的在于产生能量，其包括将至少一种燃料与蒸汽或水混合，反应器的耐火材料和反应环境的不透射气体产生了高能量红外辐射，其基本上瞬间预热了所进入的反应物，所述反应物本质上是可透过红外辐射的(N2/O2)，但是由于蒸汽的稀释，其产生了不透射性，因此成为红外辐射能量的吸收物。
10.一种如权利要求9所述的燃烧工艺，其特征在于进一步包括先将氧化剂与蒸汽进行混合，将混合氧化剂和燃料以两股流体的形式分别进给到反应器中。
11.一种如权利要求10所述的燃烧工艺，其特征在于混合燃料流基本上进给到了反应器的轴水平，混合氧化剂基本上被进给到围绕所述混合燃料周边的多个区域。
12.一种如权利要求9-11任意一项所述的燃烧工艺，其特征在于燃料是气体燃料，其选自氢气、甲烷、轻烃类、合成气以及具有低热值的其他气体燃料，所述气体燃料与蒸汽进行混合。
13.一种如权利要求9-11任意一项所述的燃烧工艺，其特征在于所述燃料是液体燃料，其选自液体烃类、重油馏分、沥青、废溶剂、orimulsion、具有可变含量的固体离解产物、水和硫的液体燃料，所述液体燃料与水进行混合。
14.一种如权利要求9-11任意一项所述的燃烧工艺，其特征在于燃料是固体燃料，其选自坑煤、高硫煤、褐煤、动物粉、颗粒状废料，所述燃料被磨碎至尺寸低于1mm，并通过水相载体将其送进反应器中。
15.一种高效燃烧反应器，其包括一种内耐火炉衬，以进行根据上述任意权利要求的燃烧工艺。
16.一种如权利要求15所述的燃烧反应器，其特征在于其包括同侧的轴入口和外周出口。
全文摘要
一种目的在于产生能量的燃烧工艺，该工艺是在高温耐火炉衬反应器中燃烧固体液体或气体燃料，其包括将至少一种燃料与蒸汽或水混合，反应器的耐火材料和反应环境的不透射气体产生了高能量红外辐射，其基本上瞬间预热了所进入的反应物，所述反应物本质上是可透过红外辐射的(N
文档编号F23L7/00GK1957205SQ200580015133
公开日2007年5月2日 申请日期2005年5月11日 优先权日2004年5月11日
发明者M·马拉瓦斯, E·罗塞蒂 申请人:伊蒂股份有限公司